王家全 侯森磊 唐毅 孫富軒

摘要：為了研究大變形條件下加筋砂土的變形承載特性，以土工格柵為加筋材料，進行了剪切應(yīng)變達(dá)到25%的不同加筋形式和加筋層數(shù)下加筋礫砂三軸試驗。對比分析了加筋形式和加筋層數(shù)對加筋礫砂試樣應(yīng)力-應(yīng)變特性及體應(yīng)變的影響規(guī)律。結(jié)果表明：加筋能夠顯著提高礫砂的峰值強度和殘余強度，且對礫砂殘余強度的提升效果要高于峰值強度;其中環(huán)形組合加筋的提升效果最明顯，對偏差應(yīng)力峰值、初始?xì)堄鄰姸?、極限殘余強度的提升效果分別達(dá)到77.1%、117.0%、200.5%。加筋能夠約束礫砂試樣的體積變形，其中環(huán)形組合加筋對礫砂試樣體積變形的約束能力最強，且能有效抑制大變形條件下砂土剪脹速率增大的趨勢。

關(guān) 鍵 詞：

加筋土; 三軸試驗; 大變形; 殘余強度

中圖法分類號： TU411

文獻標(biāo)志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.05.029

加筋土技術(shù)因具有施工工序便捷，經(jīng)濟效益高，占地面積小等優(yōu)勢，現(xiàn)已廣泛應(yīng)用于水利工程中[1-2]。

加筋邊坡是指在原始邊坡表面嵌入高模量筋料如土工格柵、土工織物等加固坡體形成復(fù)合邊坡。相比于原始邊坡，加筋邊坡的安全性能得到了顯著提升[3]。研究筋-土界面特性是揭示加筋邊坡穩(wěn)定性的一個必不可少的步驟。李飛[4]提出筋-土界面特性主要表現(xiàn)為筋材與土體之間的摩擦阻力能夠限制土體擴張，使土顆粒之間存在吸引力，從而提高加筋邊坡的穩(wěn)定性。魏紅衛(wèi)[5-6]認(rèn)為筋材能夠?qū)茙鄬\動產(chǎn)生一定抑制作用且筋材的抗拉性能對抵抗土體的剪切滑移起關(guān)鍵作用，同時也發(fā)現(xiàn)在排水條件下，加筋效果能夠更充分發(fā)揮，試樣的峰值強度和殘余強度能夠得到明顯提高，得到排水條件是影響加筋體強度和穩(wěn)定性的主要因素的結(jié)論。對加筋邊坡的破壞模式研究中，李波[7]通過離心模型試驗和數(shù)值模擬研究了加筋邊坡的工作機理及破壞模式，發(fā)現(xiàn)加筋邊坡破壞位置主要在1/6～1/3邊坡高度處。曹延波[8]通過有限元軟件分析加筋邊坡的漸進性變形破壞模式，發(fā)現(xiàn)相比于無筋邊坡，在峰值及峰值后殘余狀態(tài)下，加筋邊坡后下方的應(yīng)變較小，剪切帶穿過筋材向下發(fā)展，能夠形成更深的破壞面。介玉新[9]通過離心模型試驗進行了不同形式的加筋土邊坡破壞形式研究，確定了邊坡最易發(fā)生局部破壞的位置范圍及加筋土邊坡裂縫產(chǎn)生原因。蔣薇[10]則基于極限平衡思想，提出了確定加筋土邊坡滑裂面的水平條分法，并用數(shù)學(xué)優(yōu)化方法確定邊坡滑裂面的具體位置和形狀。

目前在對加筋邊坡破壞失穩(wěn)的研究中，學(xué)者們大多采用的是室內(nèi)離心模型試驗[7，9，11-13]，而常規(guī)的三軸壓縮試驗因其剪切變形量較小，不能有效地反映加筋結(jié)構(gòu)破壞后的殘余強度變化規(guī)律，故在對加筋結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)后的強度研究中很少使用。常規(guī)的加筋形式均為水平平鋪加筋，目前僅有部分學(xué)者對新型加筋形式展開了初步研究。莊維健[14]率先提出環(huán)形加筋的加筋形式，并認(rèn)為環(huán)形筋材能夠承擔(dān)側(cè)向壓力，阻斷環(huán)內(nèi)的側(cè)向土壓力向環(huán)外傳遞。Nie[15]進行了不同直徑、高度和層數(shù)的環(huán)形豎向加筋三軸試驗，并指出豎向加筋能有效抑制土體側(cè)向變形，其核心加固效果優(yōu)于平鋪加筋。張孟喜等[16-18]首次提出了H-V（水平-豎向）立體加筋的概念，并進行了立體加筋砂土三軸試驗，肯定了立體加筋工程性能的優(yōu)越性。而在新型加筋形式的研究中對加筋結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)后強度研究卻很少?；诖耍疚囊约咏钸吰聻楣こ瘫尘?，針對不同加筋形式的加筋試樣進行大變形（軸向應(yīng)變25%）條件下的加筋三軸試驗。以工程常用土工格柵為加筋材料，以礫砂為試驗土體，進行無筋、平鋪、環(huán)形、環(huán)形組合立體等不同加筋形式的礫砂三軸試驗，研究大變形條件下不同加筋形式加筋礫砂強度和變形的變化規(guī)律。

1 試驗概述

1.1 試驗材料

本試驗所用土樣為柳州本地河砂，經(jīng)篩分試驗，剔除粒徑為0.25 mm以下顆粒后，得出該砂的粒徑范圍為0.25～10.00 mm，不均勻系數(shù)Cu=5.38，曲率系數(shù)Cc=1.16，可知該土樣為級配良好的礫砂，其干密度為1.693 g/cm3。該礫砂的級配曲線如圖1所示，實物如圖2所示?？紤]試驗的可操作性，選取網(wǎng)孔尺寸20 mm×20 mm的雙向塑料土工格柵作為加筋筋材，具體參數(shù)如表1所列。

1.2 試驗設(shè)備

試驗所用儀器為英國GDS儀器設(shè)備有限公司生產(chǎn)的DYNTTS-電機控制式動態(tài)三軸測試系統(tǒng)。該系統(tǒng)兼容所有靜三軸測試系統(tǒng)的測試功能，選用GDS三軸測試系統(tǒng)的標(biāo)準(zhǔn)三軸試驗?zāi)K進行試驗。該三軸測試系統(tǒng)的軸向沖程為±50 mm，最大圍壓/反壓為2 MPa，軸向荷載最大可加載至10 kN，能進行試樣直徑為50，100，150 mm的三軸試驗?？紤]到試樣要達(dá)到25%的剪切應(yīng)變，選取直徑100 mm試樣。

1.3 試驗方案

為了研究大變形條件下不同加筋形式和加筋層數(shù)的加筋礫砂強度和變形的變化規(guī)律，共設(shè)置5組工況。其中針對加筋形式對加筋礫砂強度和變形的影響，設(shè)計了無筋、單層平鋪、單層環(huán)形、單層環(huán)形組合立體加筋等4種不同加筋形式的工況。同時為了研究大變形條件下加筋層數(shù)對加筋礫砂強度和變形的影響，增設(shè)雙層環(huán)形組合立體加筋工況。每組試驗均為固結(jié)排水三軸試驗，圍壓為50 kPa。當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到25%時，認(rèn)為試樣達(dá)到停機標(biāo)準(zhǔn)，停止剪切。各加筋形式如圖3所示（通過細(xì)鐵絲在格柵橫肋處進行綁扎，制成環(huán)形筋材，環(huán)形筋材高度h=25 mm;環(huán)形組合立體加筋方式中平鋪筋材和環(huán)形筋材沒有進行連接）。

將礫砂烘干，用干砂制成直徑100 mm高200 mm的圓柱形試樣。每組試樣質(zhì)量2 800 g，分5層擊實裝樣，控制每一層擊實次數(shù)為30次、礫砂質(zhì)量為560 g，從而保證每組試樣的密實程度保持一致。制樣完畢，待壓力室通滿水后，進行CO2和水頭飽和，當(dāng)孔隙水壓力系數(shù)B大于0.95時，試樣飽和完畢。然后對試樣進行等向固結(jié)，當(dāng)反壓體積不再變化時，則認(rèn)為試樣已經(jīng)固結(jié)完畢。固結(jié)完成后進入剪切階段，控制剪切速率為0.02 mm/min，當(dāng)軸向剪切應(yīng)變達(dá)到25%時，停止試驗。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 加筋形式對礫砂力學(xué)特性影響

2.1.1 礫砂承載特性分析

圍壓50 kPa下不同加筋形式礫砂試樣的應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖4所示。不同加筋形式下的礫砂試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈應(yīng)變軟化趨勢。砂體承受的偏差應(yīng)力峰值隨加筋形式的改變而改變。與無筋砂土相比，加筋砂土的偏差應(yīng)力峰值得到明顯的提升。這是因為在加筋砂土中，筋材限制了砂土的側(cè)向變形，相當(dāng)于增加了一個等效圍壓，或者說使加筋砂土具有了準(zhǔn)凝聚力[19-20]，從而提高了砂體的強度。

如圖4所示，試樣的偏差應(yīng)力在達(dá)到峰值后開始下降，且在大變形條件下，加筋試樣的偏差應(yīng)力會出現(xiàn)小幅度的上升，在應(yīng)力應(yīng)變曲線中部出現(xiàn)一個谷值。這是因為當(dāng)試樣達(dá)到峰值后，試樣內(nèi)部開始出現(xiàn)剪切帶，在軸向荷載作用下，砂體顆粒滑動、錯位，不能形成有效的持力結(jié)構(gòu)，砂體承受的偏差應(yīng)力數(shù)值開始減少。由于筋材對土體剪切滑移帶相對運動的抵抗，對土體產(chǎn)生了約束作用，使土體顆粒在滑動、錯位中更易重組成新的相對穩(wěn)定持力結(jié)構(gòu)，使砂體承受的偏差應(yīng)力值不在下降，甚至繼續(xù)增大。已有學(xué)者發(fā)現(xiàn)加筋能夠改變土體的剪切破裂面長度，能增大土體剪切破裂面總體摩擦力[6]，提高殘余強度。

本文將砂體偏差應(yīng)力到達(dá)谷值后的的狀態(tài)視為砂體進入了殘余狀態(tài)。由于未在無筋試樣的應(yīng)力應(yīng)變曲線中部發(fā)現(xiàn)谷值，但在軸向應(yīng)變?yōu)?15%左右時其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線明顯趨緩，故將軸向應(yīng)變大于15%的狀態(tài)視為無筋砂體進入了殘余狀態(tài)。將剛進入殘余狀態(tài)時的應(yīng)力定義為初始?xì)堄鄰姸龋瑢堄酄顟B(tài)內(nèi)的偏差應(yīng)力最值定義為極限殘余強度。各工況的殘余強度及所對應(yīng)的軸向應(yīng)變詳如表2所列。

由表2可知：相比于無筋試樣，平鋪加筋試樣的偏差應(yīng)力峰值提高了22.0%，初始?xì)堄鄰姸忍岣吡?6.2%，極限殘余強度提高了76.5%。環(huán)形加筋分別提高了44.3%，63.4%，142.2%，環(huán)形組合立體加筋對各強度的提升效果最大，為77.1%，117.0%，200.5%。由此可看出：加筋能夠明顯提高試樣的峰值強度及殘余強度，對土體殘余強度的提升效果要高于峰值強度，且加筋能有效抑制土體峰值后強度的衰減。這是因為筋材的約束作用需要一定的變形積累才能充分發(fā)揮。比較各工況下峰值強度與初始?xì)堄鄰姸戎g的應(yīng)力差值，發(fā)現(xiàn)無筋試樣強度降低了46.1%，平鋪加筋試樣降低了44.3%，環(huán)形加筋則為39.0%，環(huán)形組合加筋試樣的降低幅度為34.0%，其中環(huán)形組合加筋的降低幅度最小，相當(dāng)于無筋試樣強度喪失程度的74%。

結(jié)合圖4和表2發(fā)現(xiàn)：在進入殘余狀態(tài)后，無筋試樣應(yīng)力值持續(xù)減小，而平鋪加筋試樣則持續(xù)增加。環(huán)形加筋試樣在軸向應(yīng)變?yōu)?4.3%時達(dá)到峰值，環(huán)形組合加筋則在軸向應(yīng)變22.8%處達(dá)到峰值。試驗結(jié)果表明環(huán)形組合加筋有助于砂土在殘余狀態(tài)中快速形成新的有效持力結(jié)構(gòu)，提高結(jié)構(gòu)的使用性能。

因此在高陡坡或其他易產(chǎn)生滑坡的邊坡工程中，使用環(huán)形組合加筋邊坡能夠更有效地提高邊坡的承載能力，增強邊坡穩(wěn)定性，同時能夠在滑坡產(chǎn)生時，快速形成新的穩(wěn)定狀態(tài)，減小滑坡的破壞性。

2.1.2 礫砂變形特性分析

不同加筋形式加筋礫砂體應(yīng)變和軸向應(yīng)變關(guān)系曲線如圖5所示。

（1） 不同加筋形式礫砂試樣除了在試驗前期由于軸向應(yīng)力導(dǎo)致礫砂孔隙減少，發(fā)生小幅體縮現(xiàn)象外，隨后均出現(xiàn)明顯的體脹現(xiàn)象。這種剪脹性是由于剪應(yīng)力使礫砂顆粒產(chǎn)生位移，顆粒之間發(fā)生翻滾、滑移，使其排列發(fā)生變化，加大了顆粒間的孔隙，從而發(fā)生體積膨脹。

（2） 礫砂加筋后體應(yīng)變減小。這是由于筋材對砂土的約束作用限制了砂土的側(cè)向變形，使得加筋粗粒土獲得了一定的準(zhǔn)凝聚力，因此土體的抗剪強度增強，體積變形減少。

（3） 環(huán)形加筋礫砂的體應(yīng)變要小于平鋪加筋，而環(huán)形組合加筋礫砂的體應(yīng)變最小。相較于平鋪加筋和環(huán)形加筋，環(huán)形組合加筋對礫砂的約束能力更強，能更好地限制礫砂體積變形。

（4） 不同加筋形式的礫砂試樣在剪脹階段均表現(xiàn)為前期剪脹速率較大，中期剪脹速率降低，曲線走勢變緩。在剪脹后期，無筋試樣在軸向應(yīng)變19%處剪脹速率突然增大，曲線由平緩轉(zhuǎn)為向上翹起，平鋪加筋與環(huán)形加筋試樣的體應(yīng)變曲線在軸向應(yīng)變21%處翹起，而環(huán)形組合加筋則在軸向應(yīng)變24%處才出現(xiàn)上翹趨勢。曲線出現(xiàn)上翹的原因為大變形下，試樣結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，砂體顆粒之間的咬合及摩擦作用逐漸衰退，砂體徑向膨脹的速度加快，剪脹速率增大。由此也可體現(xiàn)出環(huán)形組合加筋約束礫砂變形能力的優(yōu)越性。

因此，使用環(huán)形組合加筋邊坡能更加有效地減小邊坡失穩(wěn)時的變形，提高邊坡延性，降低邊坡失穩(wěn)造成的損害。

2.2 加筋層數(shù)對礫砂力學(xué)特性影響分析

2.2.1 礫砂承載特性分析

圍壓50 kPa下不同層數(shù)的環(huán)形組合加筋礫砂試樣的應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖6所示。由圖6可以看出：在相同圍壓下，不同加筋層數(shù)礫砂試樣應(yīng)力-應(yīng)變曲線走勢規(guī)律與加筋形式變化所呈現(xiàn)的規(guī)律相似，但在雙層組合立體加筋應(yīng)力應(yīng)變曲線中，偏差應(yīng)力在第二個峰值后出現(xiàn)了驟降后再上升的現(xiàn)象。這是由于在試樣承載過程中，底部的2層組合立體加筋結(jié)構(gòu)中的平鋪筋材發(fā)生斷裂，導(dǎo)致試樣內(nèi)部持力結(jié)構(gòu)破壞，承載力降低。筋材破壞后，在軸向荷載作用下，礫砂試樣內(nèi)顆?；瑒?、錯位，重組成新的相對穩(wěn)定持力結(jié)構(gòu)，偏差應(yīng)力開始繼續(xù)增大。不同加筋層數(shù)下各工況的殘余強度及所對應(yīng)的軸向應(yīng)變詳見表3。

由表3可看出：隨著加筋層數(shù)的增加，試樣的強度得到明顯的增大。相比于無筋試樣，單層環(huán)形組合立體加筋試樣的偏差應(yīng)力峰值提高了77.1%，初始?xì)堄鄰姸忍岣吡?17.0%，極限殘余強度提高200.5%。雙層環(huán)形組合立體加筋則分別提高了142.0%，236.0%，326.7%。同時，比較不同加筋層數(shù)下試樣偏差應(yīng)力峰值強度與初始?xì)堄鄰姸戎g的應(yīng)力差值，發(fā)現(xiàn)無筋試樣強度降低了46.1%，單層環(huán)形組合立體加筋試樣降低了34.0%，雙層環(huán)形組合加筋試樣的降低幅度僅為25.2%。隨著加筋層數(shù)的增加，試樣的強度喪失現(xiàn)象得到明顯的抑制。

2.2.2 礫砂變形特性分析

圍壓50 kPa下不同加筋層數(shù)的加筋礫砂體應(yīng)變和軸向應(yīng)變關(guān)系曲線如圖7所示。從圖7可以發(fā)現(xiàn)，不同加筋層數(shù)的加筋礫砂體應(yīng)變變化規(guī)律與不同加筋形式的加筋礫砂體應(yīng)變變化規(guī)律一致，均為前期發(fā)生剪縮，然后發(fā)生剪脹。且雙層環(huán)形組合立體加筋試樣與單層環(huán)形組合立體加筋試樣的體應(yīng)變曲線的間隔遠(yuǎn)小于單層環(huán)形組合立體加筋試樣與無筋試樣的間距，即隨著加筋層數(shù)的增加，加筋對體應(yīng)變的約束作用增量減弱。這可用筋材的間接加固作用來解釋[21]。筋材會對筋土界面以外一定范圍的土體產(chǎn)生間接加固作用，即“間接影響帶”。加筋層數(shù)的增加，不同層筋材之間的間接影響帶相互疊加、相互作用，影響間接加固作用的發(fā)揮，造成加筋對體應(yīng)變的約束作用的增量減弱。

圖8為達(dá)到剪切變形25%的單層環(huán)形組合立體加筋試樣與雙層環(huán)形組合立體加筋試樣。加筋試樣都出現(xiàn)了加筋區(qū)下方膨脹，加筋位置處縮頸的現(xiàn)象。這是由于環(huán)形組合立體加筋結(jié)構(gòu)是由下部的平鋪格柵和上部的環(huán)形格柵組合而成，相比平鋪格柵，環(huán)形格柵對土體的約束能力更強，因此膨脹位置都出現(xiàn)在加筋區(qū)下方。而平鋪格柵約束了格柵周圍顆粒的運動，因此會出現(xiàn)縮頸現(xiàn)象。圖9為雙層環(huán)形組合立體加筋試樣2層加筋區(qū)的平鋪格柵和環(huán)形格柵。試驗結(jié)束后發(fā)現(xiàn)，平鋪格柵已經(jīng)破壞，破壞形式為沿格柵對角線發(fā)生節(jié)點處格柵肋斷裂。而環(huán)形格柵雖有徑向的變形，但未發(fā)生破壞。這也體現(xiàn)了環(huán)形筋材的徑向抗拉性能要優(yōu)于平鋪筋材。

3 結(jié) 論

本文通過進行大變形條件下不同加筋形式的加筋礫砂三軸試驗，研究了大變形條件下不同加筋形式對加筋礫砂承載和變形特性的影響，主要結(jié)論如下。

（1） 加筋能夠明顯提高礫砂試樣峰值強度及殘余強度，環(huán)形組合加筋的提升效果最明顯，對偏差應(yīng)力峰值、初始?xì)堄鄰姸?、極限殘余強度的提升效果分別為77.1%，117.0%，200.5%，且加筋對礫砂殘余強度的提升效果要高于峰值強度。

（2） 加筋能有效抑制礫砂峰值后強度的衰減，且環(huán)形組合加筋的強度衰減幅度最小，僅為無筋試樣強度衰減程度的74%。

（3） 環(huán)形組合加筋有助于礫砂在殘余狀態(tài)中快速形成新的有效持力結(jié)構(gòu)，提高結(jié)構(gòu)的性能。

（4） 加筋能夠明顯限制礫砂試樣體積變形，其中環(huán)形組合加筋形式約束礫砂變形的能力最強，能有效抑制大變形條件下礫砂剪脹速率增大的趨勢。

（5） 試樣的力學(xué)性能隨著加筋層數(shù)的增加而增強，且隨著試樣形變程度的增大，平鋪格柵先于環(huán)形格柵破壞。

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（編輯：鄭 毅）